600 MW對(duì)沖燃燒煤粉鍋爐貼壁風(fēng)空氣動(dòng)力場(chǎng)及燃燒運(yùn)行試驗(yàn)研究

彭宗貴，杜智華，練領(lǐng)先，蘇方偉，劉永勝，孟新宇，閃恒杰，郭文海，任崇玉，彭龍飛，孫 軍，張喜來(lái)，姚 偉，楊忠燦

（1.華能沁北發(fā)電有限責(zé)任公司，河南 濟(jì)源 459012；2.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054）

火力發(fā)電在我國(guó)電力結(jié)構(gòu)中承擔(dān)著保底支撐和新能源消納的重要作用。我國(guó)煤炭資源儲(chǔ)量較為豐富，但資源分布不均且煤種的品質(zhì)差異較大。近年來(lái)，國(guó)際國(guó)內(nèi)煤炭?jī)r(jià)格波動(dòng)頻繁，出于能源合理利用和成本控制的需求，我國(guó)動(dòng)力用煤大量使用低品位的劣質(zhì)煤。然而，燃用劣質(zhì)煤顯著加劇了鍋爐爐膛內(nèi)的高溫結(jié)渣和腐蝕問(wèn)題，導(dǎo)致受熱面?zhèn)鳠釔夯?、管壁減薄、鍋爐熱效率降低，嚴(yán)重時(shí)發(fā)生非計(jì)劃停機(jī)事故，對(duì)鍋爐運(yùn)行的安全性、經(jīng)濟(jì)性和可靠性造成了巨大威脅[1-3]。

燃煤鍋爐爐膛內(nèi)結(jié)渣的原因是煙氣中的飛灰在高溫下發(fā)生部分熔融，從而在水冷壁上形成黏附和沾污[4-7]。水冷壁結(jié)渣中的腐蝕性組分，如堿金屬硫酸鹽、氯化物等，發(fā)生熔融后對(duì)金屬造成熔鹽腐蝕[8-9]。目前，大型燃煤電站鍋爐普遍采用低氧燃燒、分級(jí)燃燒等低氮燃燒技術(shù)，導(dǎo)致水冷壁壁面附近為強(qiáng)還原氣氛[10]。還原氣氛不僅導(dǎo)致煤灰的熔融溫度大幅降低、結(jié)渣性和腐蝕性增強(qiáng)，氣氛中的H2S等氣體還會(huì)對(duì)金屬造成嚴(yán)重的硫化腐蝕[2,11-14]。研究表明，當(dāng)爐內(nèi)溫度升高時(shí)，水冷壁的結(jié)渣和腐蝕現(xiàn)象顯著加劇[15-17]。

目前，貼壁風(fēng)保護(hù)技術(shù)是緩解水冷壁高溫結(jié)渣和腐蝕的有效方法之一，其原理是在水冷壁上安裝空氣噴口，向爐膛內(nèi)結(jié)渣腐蝕嚴(yán)重的區(qū)域定向通入貼壁風(fēng)。貼壁風(fēng)在水冷壁表面形成一層“氣膜”，降低水冷壁附近溫度，稀釋還原性氣體，從而有效抑制水冷壁的高溫結(jié)渣和腐蝕。相比于傳統(tǒng)的水冷壁防腐噴涂技術(shù)，氣膜保護(hù)技術(shù)具有主動(dòng)防護(hù)、便于改造、無(wú)需更換的優(yōu)點(diǎn)[18-20]。國(guó)內(nèi)學(xué)者已在貼壁風(fēng)技術(shù)領(lǐng)域開(kāi)展了大量的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，并實(shí)現(xiàn)了一定的工程應(yīng)用。

裴建軍等[3]對(duì)600 MW四角切圓燃燒鍋爐使用墻式風(fēng)射流技術(shù)前后爐膛內(nèi)的流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)水冷壁中心近壁區(qū)的煙氣流速降低，溫度下降達(dá)400～500 K。姚露[21]、楊希剛[22]等對(duì)600 MW對(duì)沖燃燒鍋爐使用前后墻-側(cè)墻組合貼壁風(fēng)后的爐膛內(nèi)燃燒及傳熱傳質(zhì)過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)組合式貼壁風(fēng)方案能夠有效提高近壁面處的O2體積分?jǐn)?shù)，而對(duì)爐膛整體溫度和燃燒產(chǎn)物的影響不大。倪澍晨等[23]采用數(shù)值模擬的方法研究了300 MW切圓燃燒鍋爐壁風(fēng)量和貼壁風(fēng)配風(fēng)方式對(duì)水冷壁高溫腐蝕的影響，其中CO體積分?jǐn)?shù)指標(biāo)得到了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果的驗(yàn)證。杜智華等[24]提出了一種新型非對(duì)稱高速貼壁風(fēng)系統(tǒng)并對(duì)其效果進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算，發(fā)現(xiàn)水冷壁附近氣氛中O2體積分?jǐn)?shù)由0.3%升高至3.0%，還原性氣氛得到有效改善，對(duì)某700 MW切圓燃燒機(jī)組進(jìn)行低氮燃燒貼壁風(fēng)改造的數(shù)值計(jì)算結(jié)果也得到了類似結(jié)論[25]。張知翔等[26]提出了一種加裝翅片的貼壁風(fēng)裝置，并采用數(shù)值模擬的方法驗(yàn)證了其降低噴口溫度的性能。李文學(xué)[27]、陳勤根[28]、邱波[29]等分別在不同600、660 MW對(duì)沖旋流燃燒鍋爐上開(kāi)展工業(yè)試驗(yàn)，均發(fā)現(xiàn)貼壁風(fēng)系統(tǒng)能夠有效提高水冷壁附近煙氣中O2的體積分?jǐn)?shù)，同時(shí)降低H2S的體積分?jǐn)?shù)。許濤等[13]發(fā)現(xiàn)，某超臨界600 MW機(jī)組對(duì)沖燃燒鍋爐加裝了貼壁風(fēng)系統(tǒng)后，鍋爐側(cè)墻水冷壁附近煙氣中的H2S體積分?jǐn)?shù)降低80%以上。山東某發(fā)電廠的機(jī)組進(jìn)行貼壁風(fēng)改造后，水冷壁的高溫腐蝕問(wèn)題得到有效緩解[30]。

前人針對(duì)貼壁風(fēng)技術(shù)應(yīng)用前后爐內(nèi)煙氣流場(chǎng)的研究往往采用數(shù)值模擬手段，與工程實(shí)際運(yùn)行情況存在一定偏差。而鍋爐現(xiàn)場(chǎng)的工業(yè)試驗(yàn)多側(cè)重于監(jiān)測(cè)貼壁風(fēng)改造前后O2、CO等氣體的體積分?jǐn)?shù)變化特性，對(duì)安裝貼壁風(fēng)系統(tǒng)后煙氣流場(chǎng)的關(guān)注較少，不利于從貼壁風(fēng)氣流控制的角度對(duì)貼壁風(fēng)系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化和改進(jìn)，貼壁風(fēng)系統(tǒng)的運(yùn)行調(diào)控方法依賴現(xiàn)場(chǎng)摸索。本項(xiàng)目在超臨界600 MW機(jī)組配套的對(duì)沖燃燒鍋爐上加裝了貼壁風(fēng)系統(tǒng)，并開(kāi)展貼壁風(fēng)空氣動(dòng)力場(chǎng)冷態(tài)工業(yè)試驗(yàn)和熱態(tài)燃燒運(yùn)行試驗(yàn)，得到水冷壁近壁面煙氣流動(dòng)特性和貼壁O2、H2S體積分?jǐn)?shù)的變化特性，為貼壁風(fēng)系統(tǒng)的運(yùn)行及優(yōu)化調(diào)整提供了依據(jù)。

1 機(jī)組情況

本項(xiàng)目為某電廠超臨界600 MW機(jī)組的配套鍋爐前后墻加裝了貼壁風(fēng)系統(tǒng)。該鍋爐為四川東方鍋爐工業(yè)鍋爐集團(tuán)有限公司（東鍋）制造的超臨界滑壓運(yùn)行直流鍋爐，采用單爐膛、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、尾部雙煙道結(jié)構(gòu)，通過(guò)燃料和給水配比調(diào)節(jié)鍋爐負(fù)荷。鍋爐設(shè)計(jì)燃用晉北貧煤。燃燒器為鍋爐廠引進(jìn)技術(shù)生產(chǎn)的旋流噴燃器，采用前3層后2層、前后墻對(duì)沖布置。燃燒系統(tǒng)采用分級(jí)燃燒和濃淡燃燒等技術(shù)，可有效降低NOx排放量和鍋爐最低穩(wěn)燃負(fù)荷。鍋爐全爐墻和煙道采用焊接膜式結(jié)構(gòu)，爐膛下部水冷壁和冷灰斗采用內(nèi)螺紋管螺旋管圈式水冷壁，上部水冷壁和煙道水冷壁采用垂直上升水冷壁。鍋爐爐膛的主要熱力設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1。額定工況下，爐膛燃燒器區(qū)壁面平均熱負(fù)荷達(dá)到1.71 MW/m2，水冷壁易發(fā)生高溫腐蝕和結(jié)渣現(xiàn)象。

表1 鍋爐爐膛主要熱力設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Main thermal design parameters of the boiler furnace

鍋爐設(shè)計(jì)煤種和校核煤種特性見(jiàn)表2。根據(jù)式(1)計(jì)算煤種的堿酸比（B/A）：

表2 鍋爐設(shè)計(jì)及校核煤種特性Tab.2 Design and checking coal properties of the boiler.

計(jì)算得出，設(shè)計(jì)煤種的堿酸比為0.176，校核煤種的堿酸比為0.140，均為輕微結(jié)渣煤種。

本項(xiàng)目在爐膛內(nèi)燃燒器與燃盡風(fēng)間共增加3層貼壁風(fēng)噴口，噴口布置及吹掃示意如圖1所示。第3層（最上層）噴口標(biāo)高30 849 mm、第2層（中間層）噴口標(biāo)高27 247 mm、第1層（最下層）噴口標(biāo)高22 505 mm。每層4只噴口分別布置在前后墻角部的水冷壁上，對(duì)燃燒器區(qū)和還原區(qū)兩側(cè)墻的水冷壁形成有效吹掃和覆蓋。貼壁風(fēng)風(fēng)源取自空氣預(yù)熱器出口的熱一次風(fēng)，每個(gè)空氣預(yù)熱器的熱一次風(fēng)出口均接一路風(fēng)道，形成左右2路的貼壁風(fēng)系統(tǒng)總風(fēng)道。每個(gè)總風(fēng)道又分為2路，分別供應(yīng)一側(cè)前墻（或后墻）一角3只噴口的風(fēng)量。每角的貼壁風(fēng)風(fēng)量通過(guò)電動(dòng)調(diào)節(jié)風(fēng)門控制，并配有風(fēng)量監(jiān)測(cè)裝置，保證四角供風(fēng)均勻。同時(shí)，每只噴口前還裝有一個(gè)手動(dòng)風(fēng)量調(diào)節(jié)閥門，實(shí)現(xiàn)各噴口風(fēng)量的靈活控制。

圖1 噴口布置及吹掃示意Fig.1 Schematic diagram of the nozzle arrangement and purging

2 冷態(tài)空氣動(dòng)力場(chǎng)工業(yè)試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)方法

檢查貼壁風(fēng)噴口與側(cè)墻水冷壁中心線的距離和噴口下傾角度，確保滿足工藝設(shè)計(jì)要求。將貼壁風(fēng)風(fēng)門開(kāi)度分別調(diào)整至設(shè)計(jì)風(fēng)量的100%、80%、60%，采用BS-II型靠背管在貼壁風(fēng)風(fēng)道進(jìn)行測(cè)量并計(jì)算實(shí)際貼壁風(fēng)風(fēng)量。將實(shí)際風(fēng)量與測(cè)量裝置的表盤顯示風(fēng)量進(jìn)行對(duì)比，并對(duì)表盤風(fēng)量值進(jìn)行修正。

采用經(jīng)過(guò)標(biāo)定的靠背管測(cè)出同一臺(tái)磨煤機(jī)出口4根一次風(fēng)管的動(dòng)壓值，按式(2)計(jì)算氣流速度：

式中：v為流體速度，m/s；pd為整個(gè)截面的平均動(dòng)壓值，Pa；ρ為測(cè)量截面的氣流密度，kg/m3；Kd為風(fēng)量標(biāo)定系數(shù)。

調(diào)節(jié)磨煤機(jī)出口可調(diào)縮孔以平衡各風(fēng)管阻力，使各風(fēng)管一次風(fēng)速的相對(duì)偏差不大于±5%。

根據(jù)相似原理，冷態(tài)空氣動(dòng)力場(chǎng)試驗(yàn)遵守以下原則：

1）幾何相似條件 實(shí)爐冷態(tài)試驗(yàn)滿足幾何相似條件；

2）爐內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)狀態(tài)進(jìn)入自?；瘏^(qū) 研究表明，對(duì)于布置多層燃燒器的鍋爐，當(dāng)爐內(nèi)上升氣流的雷諾數(shù)Re超過(guò)臨界雷諾數(shù)（約7.5×104）時(shí)，爐內(nèi)氣體流動(dòng)即進(jìn)入自?；瘏^(qū)；

3）流動(dòng)邊界條件相似 當(dāng)流體在爐膛和燃燒器噴口均進(jìn)入第二自?；瘏^(qū)后，流體的流動(dòng)形狀不再隨流速而變化。根據(jù)歐拉準(zhǔn)則控制冷態(tài)的一、二次風(fēng)與熱態(tài)條件的動(dòng)量比相等，即：

式中：ρ為氣體密度，kg/m3；w為氣體速度，m/s；下標(biāo)1、2分別代表一、二次風(fēng)；下標(biāo)L、R分別表示冷態(tài)、熱態(tài)。

基于鍋爐運(yùn)行時(shí)的熱態(tài)一、二次風(fēng)風(fēng)速，計(jì)算得到冷態(tài)一、二次風(fēng)風(fēng)速的試驗(yàn)控制值見(jiàn)表3。其中，貼壁風(fēng)量占總風(fēng)量的5%。

表3 冷態(tài)試驗(yàn)一、二次風(fēng)的風(fēng)速控制值Tab.3 Control value of the primary and secondary air speed in cold test

試驗(yàn)時(shí)啟動(dòng)引風(fēng)機(jī)、送風(fēng)機(jī)，維持-100 Pa左右爐膛負(fù)壓。調(diào)整一次風(fēng)機(jī)和送、引風(fēng)機(jī)風(fēng)量，使一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)、外二次風(fēng)風(fēng)速均符合冷態(tài)計(jì)算值。當(dāng)冷態(tài)模擬的3個(gè)條件得到滿足后，理論上認(rèn)為冷、熱態(tài)下?tīng)t內(nèi)的氣體流動(dòng)狀態(tài)基本相似。

2.1.1 風(fēng)速測(cè)量方法

風(fēng)速測(cè)量主要包括貼壁風(fēng)噴口截面風(fēng)速測(cè)量和左右墻水冷壁近壁處風(fēng)速測(cè)量。水冷壁近壁風(fēng)速測(cè)量點(diǎn)標(biāo)記方法如圖2所示。測(cè)量點(diǎn)與前墻的直線距離為l（mm），與左/右墻壁面距離為s（mm）。測(cè)量時(shí)包括s=100 mm和s=1 000 mm 2組。

圖2 水冷壁近壁處風(fēng)速測(cè)量點(diǎn)Fig.2 Wind speed measurement points near the waterwall

首先按模擬計(jì)算的配風(fēng)結(jié)果對(duì)貼壁風(fēng)風(fēng)量進(jìn)行調(diào)整，然后使用飄帶法確定噴口截面和水冷壁近壁處風(fēng)向，最后用手持式風(fēng)速儀測(cè)量各點(diǎn)風(fēng)速。

2.1.2 煙花示蹤試驗(yàn)

由于旋流燃燒器具有單獨(dú)穩(wěn)燃能力，故進(jìn)行單個(gè)燃燒器煙花示蹤試驗(yàn)[31]。將煙花分別放置于各臺(tái)燃燒器的一次風(fēng)、內(nèi)/外二次風(fēng)道內(nèi)。試驗(yàn)過(guò)程中，試驗(yàn)人員進(jìn)入爐內(nèi)觀察并拍攝煙花圖像，觀察燃燒器射流及一、二次風(fēng)的混合情況。貼壁風(fēng)系統(tǒng)通過(guò)噴出溫度較低的熱一次風(fēng)氣流將爐內(nèi)具有強(qiáng)腐蝕性的高溫還原性煙氣與爐膛壁面分隔，起到保護(hù)水冷壁的目的。冷態(tài)煙花示蹤試驗(yàn)中，采用攝像的方法記錄煙花軌跡，從而直觀地顯示出貼壁風(fēng)氣流在爐內(nèi)的運(yùn)動(dòng)特點(diǎn)，便于了解并掌握貼壁風(fēng)對(duì)左右墻水冷壁的覆蓋效果。

2.2 風(fēng)速測(cè)量試驗(yàn)結(jié)果

在冷態(tài)貼壁風(fēng)量143 t/h的工況下，對(duì)貼壁風(fēng)噴口風(fēng)速、距離側(cè)墻中心線1 000 、100 mm處風(fēng)速進(jìn)行了測(cè)量，結(jié)果見(jiàn)表4。

表4 貼壁風(fēng)噴口及近壁面風(fēng)速測(cè)量結(jié)果 單位：m/sTab.4 Measured speed of the air near the nozzle and the wall

由表4可見(jiàn)：貼壁風(fēng)噴口處風(fēng)速為50 m/s左右；距離側(cè)墻中心線1 000 mm位置，風(fēng)速沿貼壁風(fēng)流線方向逐漸降低，在90°處降至4～10 m/s；距離側(cè)墻中心線100 mm位置，風(fēng)速沿貼壁風(fēng)流線方向先升高后降低，在45°處達(dá)到最大后又逐漸衰減，造成該現(xiàn)象的主要原因是貼壁風(fēng)在距離壁面很近處的擴(kuò)散較少，平均風(fēng)速5～6 m/s，能夠達(dá)到有效吹掃側(cè)墻水冷壁的目的。

2.3 煙花示蹤試驗(yàn)結(jié)果

煙花示蹤試驗(yàn)在一、二次風(fēng)速均滿足冷態(tài)模擬條件的情況下進(jìn)行，包括貼壁風(fēng)和燃燒器一、二次風(fēng)的煙花示蹤。

貼壁風(fēng)煙花示蹤試驗(yàn)中，煙花示蹤劑布置在3層共12只貼壁風(fēng)噴口中，煙花流動(dòng)狀況直觀地反映出貼壁風(fēng)氣流軌跡和對(duì)側(cè)墻水冷壁的覆蓋狀況。貼壁風(fēng)煙花示蹤圖像如圖3所示。由圖3可見(jiàn)，左右墻貼壁風(fēng)流場(chǎng)基本對(duì)稱，范圍達(dá)到側(cè)墻中部，可對(duì)水冷壁易腐蝕區(qū)域形成良好的覆蓋。

圖3 貼壁風(fēng)煙花示蹤圖像Fig.3 Firework tracer images of the closing-to-wall air

燃燒器一、二次風(fēng)的煙花示蹤試驗(yàn)中，煙花示蹤劑布置在下層A1和B1燃燒器的一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)噴口中。煙花流動(dòng)狀況直觀地反映出燃燒器一、二次風(fēng)氣流的軌跡、流動(dòng)和混合狀況。燃燒器一、二次風(fēng)的煙花示蹤試驗(yàn)結(jié)果如圖4所示，其中內(nèi)二次風(fēng)包括風(fēng)門開(kāi)度50%和100% 2個(gè)工況，外二次風(fēng)風(fēng)門開(kāi)度為100%。

圖4 燃燒器一、二次風(fēng)煙花示蹤圖像Fig.4 Firework tracer images of the primary and secondary air

由圖4可知：1）A1、B1燃燒器噴口的一次風(fēng)氣流剛性適中，噴口風(fēng)速19～20 m/s，2倍外擴(kuò)口燃燒器直徑距離處風(fēng)速5～6 m/s。一次風(fēng)軌跡明顯受二次風(fēng)回流影響，產(chǎn)生的“甩尾”擾動(dòng)，風(fēng)速衰減明顯，理論上不存在一次風(fēng)氣流碰撞刷墻的風(fēng)險(xiǎn)。考慮到該鍋爐設(shè)計(jì)燃用貧煤，可采用適當(dāng)?shù)偷囊淮物L(fēng)風(fēng)速；2）A1、B1燃燒器噴口的內(nèi)二次風(fēng)為直流。當(dāng)內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)量增加時(shí)，內(nèi)二次風(fēng)擴(kuò)錐和外二次風(fēng)包裹作用形成的回流量增加，對(duì)煤粉著火燃燒有利，但對(duì)低氮燃燒不利。由于設(shè)計(jì)燃用貧煤，且燃燒器的內(nèi)二次風(fēng)設(shè)計(jì)風(fēng)量相對(duì)外二次風(fēng)較低，適當(dāng)采用較大的內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)量更為有利；3）外二次風(fēng)量和旋流強(qiáng)度對(duì)燃燒器出口混合氣流的射流邊界、射程有決定性作用。外二次風(fēng)風(fēng)量大、旋流小時(shí)射流擴(kuò)展角相對(duì)較小，對(duì)內(nèi)二次風(fēng)和一次風(fēng)包裹性增強(qiáng)，對(duì)煤粉氣流著火、燃盡有利，但對(duì)低氮燃燒效果略有不利。外二次風(fēng)旋轉(zhuǎn)氣流未出現(xiàn)氣流貼壁現(xiàn)象，結(jié)渣傾向也較低。推薦采用中等強(qiáng)度的二次風(fēng)旋流。

3 熱態(tài)燃燒運(yùn)行試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)方法

為進(jìn)一步優(yōu)化鍋爐運(yùn)行狀態(tài)，提升貼壁風(fēng)系統(tǒng)高溫腐蝕防治效果，開(kāi)展600、450、300 MW鍋爐負(fù)荷下的熱態(tài)運(yùn)行試驗(yàn)。主要研究指標(biāo)包括鍋爐效率、脫硝裝置進(jìn)口NOx質(zhì)量濃度、O2體積分?jǐn)?shù)和水冷壁的貼壁O2、H2S體積分?jǐn)?shù)。

鍋爐效率采用ASME PTC4.1—1964標(biāo)準(zhǔn)中所規(guī)定的熱損失法（低位熱值）計(jì)算并進(jìn)行修正。

在脫硝裝置進(jìn)口煙道布置網(wǎng)格取樣測(cè)點(diǎn)，抽取煙氣分析煙氣中NOx質(zhì)量濃度及O2體積分?jǐn)?shù)。NOx實(shí)測(cè)質(zhì)量濃度按GB 13223—2011規(guī)定，折算到O2體積分?jǐn)?shù)為6%的干煙氣狀態(tài)，以NO2計(jì)（單位為mg/m3），1 μmol/mol氮氧化物相當(dāng)于2.05 mg/m3。利用前期安裝的爐膛水冷壁鰭片上的氣體成分測(cè)點(diǎn)，抽取煙氣對(duì)燃燒器至燃盡風(fēng)區(qū)域的水冷壁貼壁氣氛進(jìn)行檢測(cè)，鍋爐水冷壁貼壁氣氛測(cè)點(diǎn)布置示意如圖5所示。實(shí)測(cè)O2和H2S以體積分?jǐn)?shù)計(jì)。

圖5 鍋爐水冷壁貼壁氣氛測(cè)點(diǎn)布置示意（mm）Fig.5 Schematic diagram of the atmosphere measuring points on the waterwall of the boiler (mm)

對(duì)O2體積分?jǐn)?shù)和NOx質(zhì)量濃度進(jìn)行分析時(shí)使用德國(guó)M＆C公司的TESTO-350煙氣分析儀，對(duì)H2S體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行分析時(shí)使用TF450分析儀。試驗(yàn)期間鍋爐主、輔機(jī)主要運(yùn)行參數(shù)采用DCS記錄數(shù)據(jù)。

試驗(yàn)過(guò)程中，入爐燃燒煤特性見(jiàn)表5。煤加權(quán)平均熱值21 768 kJ/kg，全硫質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1.5%左右。

表5 熱態(tài)燃燒試驗(yàn)燃料煤特性Tab.5 Quality analysis for coal used in hot-state combustion test

3.2 熱態(tài)燃燒運(yùn)行試驗(yàn)結(jié)果

600、450、300 MW的鍋爐負(fù)荷下，貼壁風(fēng)系統(tǒng)投運(yùn)前后鍋爐效率和脫硝裝置進(jìn)口NOx質(zhì)量濃度及O2體積分?jǐn)?shù)的測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表6。水冷壁的貼壁O2、H2S的體積分?jǐn)?shù)按不同標(biāo)高處的多測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)取平均值，分別如圖6—圖8所示。

圖6 600 MW負(fù)荷下貼壁風(fēng)投運(yùn)前后水冷壁貼壁氣體的體積分?jǐn)?shù)Fig.6 Volume fraction of the near-wall gas before and after the closing-to-wall air was put into operation at 600 MW

圖7 450 MW負(fù)荷下貼壁風(fēng)投運(yùn)前后水冷壁貼壁氣體的體積分?jǐn)?shù)Fig.7 Volume fraction of the near-wall gas before and after the closing-to-wall air was put into operation at 450 MW

圖8 300 MW負(fù)荷下貼壁風(fēng)投運(yùn)前后水冷壁貼壁氣體的體積分?jǐn)?shù)Fig.8 Volume fraction of the near-wall gas before and after the closing-to-wall air was put into operation at 300 MW

表6 貼壁風(fēng)投運(yùn)前后鍋爐效率和脫硝裝置進(jìn)口氣體含量Tab.6 The boiler efficiency and mass concentrations of gas at inlet of the SCR denitration device before and after the closing-to-wall air was put into operation

由圖6—圖8可知：600 MW負(fù)荷工況下，貼壁風(fēng)系統(tǒng)投運(yùn)后，由于灰渣和未燃碳熱損失降低，鍋爐效率提高0.12百分點(diǎn)，脫硝裝置進(jìn)口氧量基本保持不變，NOx的質(zhì)量濃度略有降低，水冷壁貼壁氣氛較投運(yùn)前明顯改善，不同標(biāo)高位置貼壁O2的體積分?jǐn)?shù)顯著提高至3.1%以上，貼壁H2S的體積分?jǐn)?shù)平均降低87%；450 MW負(fù)荷工況下，貼壁風(fēng)系統(tǒng)投運(yùn)后，鍋爐效率提高0.08百分點(diǎn)，脫硝裝置進(jìn)口O2的體積分?jǐn)?shù)和NOx的質(zhì)量濃度基本不變，水冷壁不同標(biāo)高位置貼壁O2的體積分?jǐn)?shù)顯著提高至2.9%以上，貼壁H2S的體積分?jǐn)?shù)平均降低83%；300 MW負(fù)荷工況下，貼壁風(fēng)系統(tǒng)投運(yùn)后，鍋爐效率和脫硝裝置進(jìn)口O2的體積分?jǐn)?shù)基本不變，NOx的質(zhì)量濃度略有下降。水冷壁不同標(biāo)高位置貼壁O2的體積分?jǐn)?shù)顯著提高至5.7%以上，貼壁H2S的體積分?jǐn)?shù)平均降低85%。

在3種工況下，貼壁風(fēng)系統(tǒng)投運(yùn)后貼壁H2S的體積分?jǐn)?shù)均在200×10-6以下，水冷壁高溫腐蝕可得到有效防控。

4 結(jié) 論

本項(xiàng)目在某裝有貼壁風(fēng)系統(tǒng)的超臨界600 MW機(jī)組對(duì)沖燃燒直流鍋爐上開(kāi)展空氣動(dòng)力場(chǎng)冷態(tài)工業(yè)試驗(yàn)和熱態(tài)燃燒運(yùn)行試驗(yàn)。研究了貼壁風(fēng)投運(yùn)時(shí)爐膛內(nèi)煙氣的流場(chǎng)特性，并對(duì)比了貼壁風(fēng)投運(yùn)前后爐內(nèi)貼壁煙氣成分等關(guān)鍵指標(biāo)。主要結(jié)論如下：

1）通過(guò)空氣動(dòng)力場(chǎng)冷態(tài)工業(yè)試驗(yàn)研究，能夠獲得近壁面不同位置貼壁風(fēng)的速度分布。貼壁風(fēng)噴口處的風(fēng)速為50 m/s左右；距離側(cè)墻中心線1 000 mm位置，風(fēng)速沿貼壁風(fēng)流線方向逐漸降低至4～10 m/s（90°處）；距離側(cè)墻中心線100 mm位置，風(fēng)速沿貼壁風(fēng)流線方向先升高，在45°處達(dá)到最大后又降低，平均風(fēng)速達(dá)到5～6 m/s，能夠?qū)崿F(xiàn)對(duì)側(cè)墻水冷壁的有效吹掃。

2）貼壁風(fēng)煙花示蹤試驗(yàn)表明，貼壁風(fēng)投運(yùn)時(shí)，左右墻的貼壁風(fēng)流場(chǎng)基本對(duì)稱，貼壁風(fēng)氣流可達(dá)到側(cè)墻中部位置，能夠?qū)崿F(xiàn)對(duì)爐膛易腐蝕區(qū)域的良好覆蓋，一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)均沒(méi)有出現(xiàn)明顯的氣流貼墻的現(xiàn)象，因此能夠有效緩解水冷壁的高溫結(jié)渣及腐蝕現(xiàn)象?？紤]該鍋爐燃用貧煤的實(shí)際情況，建議采用適當(dāng)?shù)偷囊淮物L(fēng)風(fēng)速、較大的內(nèi)二次風(fēng)量和中等的外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度。

3）熱態(tài)燃燒運(yùn)行試驗(yàn)表明，鍋爐負(fù)荷為600、450、300MW的工況下，貼壁風(fēng)投運(yùn)后水冷壁的貼壁氣氛均較投運(yùn)前明顯改善：不同標(biāo)高位置貼壁O2的體積分?jǐn)?shù)平均提高至3.0%以上；貼壁H2S的體積分?jǐn)?shù)平均降低80%以上，均在200×10-6以下。水冷壁的高溫腐蝕問(wèn)題可以得到有效防控。此外，貼壁風(fēng)投運(yùn)后，鍋爐效率略有提高，脫硝裝置入口NOx的質(zhì)量濃度略有降低。

4）本文試驗(yàn)研究為判斷鍋爐貼壁風(fēng)改造的效果提供了可靠數(shù)據(jù)和資料，為評(píng)價(jià)同類大型煤粉鍋爐貼壁風(fēng)改造效果提供了重要的試驗(yàn)研究方法。